авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 |   ...   | 3 | 4 || 6 | 7 |

«Ассоциация технологов-машиностроителей Украины Академия технологических наук Украины Институт сверхтвердых материалов им. В.Н. ...»

-- [ Страница 5 ] --

Проекция величины эквивалентных напряжений на плос кость поверхности отклика (рис. 4), построенная в координатах S-t, позволяет выделить влияние режимов обработки на эквива лентное напряженное состояние инструмента и выделить область (на рис. 4 – заштрихована) сочетаний подач и глубин резания с наиболее вероятным разрушением резца.

Рисунок 3 – Эквивалентные Рисунок 4 – Зависимость макси напряжения по Мизесу в осе- мальных эквивалентных напря вом сечении режущего инстру- жений по Писаренко-Лебедеву от мента подачи и глубины резания Мельнійчук Ю.О. Інститут надтвердих матеріалів ім. В.М. Бакуля НАН України, Київ, Україна ПІДВИЩЕННЯ ПРОДУКТИВНОСТІ ЛЕЗОВОЇ ОБРОБКИ ВИКОКОТВЕРДИХ ЗАЛІЗОВУГЛЕЦЕВИХ СПЛАВІВ Підвищення продуктивності механічної обробки при за безпеченні необхідної якості обробленої поверхні є важливою за дачею сучасного машинобудування, яка спрямована на зниження собівартості виготовляємої продукції, а, відповідно, підвищення її конкурентоспроможності. Це вимагає створення нових інстру ментальних матеріалів та технологій з їх використання. На сього дні обробка залізовуглецевих сплавів твердістю вище 45 HRC найбільш ефективно проводиться із застосуванням лезового ін струменту, оснащеного полікристалічними надтвердими матеріа лами (ПНТМ) на основі кубічного нітриду бора (КНБ), що дозво ляє реалізувати високошвидкісне різання – один із перспектив них шляхів інтенсифікації процесів лезової обробки.

Особливу актуальність питання підвищення продуктив ності набуває при чистовій (фінішній) обробці, коли необхід ність забезпечення високої якості обробленої поверхні вимагає значно знижати режимні параметри обробки, насамперед, по дачу інструменту. Проведені в ІНМ НАНУ дослідження пока зали, що суттєво знизити висоту мікронерівностей обробленої поверхні можна при застосуванні спеціально розробленого ін струменту з неплоскою передньою поверхнею. Такі різці, за ра хунок своєї геометрії, змінюють умови пластичного деформу вання оброблюваного матеріалу перед інструментом. На відмі ну від інструменту з плоскою передньою поверхнею при цилін дричній передній поверхні проекція різальної кромки на основ ну площину має радіус кривизни в декілька разів більший, ніж радіус при вершині звичайного інструменту, що сприяє зни женню шорсткості обробленої поверхні. При цьому величина подачі здійснює на шорсткість поверхні менший вплив у порів нянні з геометричними параметрами інструмента.

Проведені експериментальні дослідження показали, що при повздовжньому точінні (v = 120 м/хв, t = 0,1 мм) загарто ваної сталі ШХ15 (62 HRC) інструментом із циліндричною (ви пуклою) передньою поверхнею (ПП), оснащеним різальними пластинами RNGN 060300F ( 6,35) з ПНТМ на основі КНБ, з великими подачами параметри шорсткості поверхні в 3–5 разів нижчі у порівнянні з обробкою на аналогічних режимах зви чайним інструментом із плоскою передньою поверхнею. Так, при подачі S = 0,19 мм/об параметри Ra та Rz становлять 0, та 1,65 мкм, при S = 0,38 мм/об – Ra 0,34;

Rz 1,10 – при оброці інструментом з циліндричною ПП;

при S = 0,19 мм/об – Ra 1,00;

Rz 6,11 та при S = 0,38 мм/об – Ra 2,80;

Rz 8,60 – при обробці інструментом з плоскою ПП. Аналогічна тенденція спостерігається і при точінні на нижчих швидкостях різання.

Отримані результати свідчать про ефективність застосу вання процесу косокутного різання різцями із циліндричною передньою поверхнею при чистовому точінні із високими по дачами високотвердих залізовуглецевих сплавів, що дозволить підвищити продуктивність обробки в 2–5 раз.

Намаконов Б.В. Автомобильно-дорожный институт Донецкого национального технического университета, Горловка, Украина СТАНДАРТ ПРОИЗВОДСТВЕННОЙ ЭКОЛОГИЧНОСТИ ПРОДУКЦИИ Экологическое состояние планеты по данным многих весьма авторитетных международных организаций настолько близко к катастрофическому, что сегодня новизна, прогрессив ность, наукоемкость, технико-экономические и другие показате ли всех сфер деятельности человека приоритетно должны огра ничиваться экологическими критериями, а они в настоящее вре мя почти отсутствуют. Сегодня общество даже не знает, какое количество загрязнений дает каждое производимое им изделие (или материал, из которого оно изготовлено). Государственные и международные стандарты продукции не предусматривают про изводственных экологических показателей качества изделий, т.е.

количества загрязнений, получаемых в процессе их производст ва. Отсутствует полная экологическая характеристика и экологи ческая проработка выпускаемой продукции (начиная с добычи природных ресурсов до выпуска готового изделия). Не имея этих сведений невозможно принимать адекватные экологические ре шения по тем или иным видам продукции.

Для представления реальной картины воздействия чело веческой деятельности на окружающую среду необходимы ко личественные показатели загрязнений по каждому виду произ водимой продукции и соответствующие им экологические рег ламенты и санкции. Необходим «эколого-экономический меха низм автоматического воздействия» на производителей в плане экономии невозобновляемых минеральных и энергетических ресурсов, использование которых и определяет уровень загряз нения природы.

Таким механизмом может быть: «Экологичность кон струкции технического изделия» – показатель экологическо го качества конструкции изделия, определяющий количество загрязнений окружающей среды, образующихся при его произ водстве (от добычи природных ресурсов до выпуска готового изделия) и потреблении.

Ее можно определить из выражения:

З = Зпр + Зэ, где: Зпр = З к + Зт.

• Зэ – загрязнения, получаемые при эксплуатации изделия, ха рактеризующие его эксплуатационную экологичность. Они известны и достаточно жестко контролируются соответствую щими государственными актами.

• Зпр – загрязнения, получаемые при производстве изделия, характеризующие его производственную экологичность. Рег ламентированных производственных экологических показате лей изделий к сожалению вообще нет, в то время как стацио нарные промышленные предприятия, производящие эти изде лия, потребляют до 80% минеральных и энергетических ресур сов и выбрасывают свыше 95% суммарных загрязнений • Зк – загрязнения, зависящие от конструкции изделия и ха рактеризующие его конструкторскую экологичность.

• Зт – загрязнения, которые определяются технологическим про цессом изготовления изделия, (технологические оборудование, материалы, инструменты, транспорт, энергетика, инфраструктура и др.) и характеризуют его технологическую экологичность. В значительной степени она зависит от серийности производства.

На основе этого показателя предлагается:

1. Разработать стандарт производственной экологич ности конструкции изделия, с помощью которого станет воз можным достаточно объективно проводить сравнительный экологический анализ однотипной продукции.

2. Разработать научно-обоснованный экологический налог на использование первичных природных ресурсов.

3. Разработать стимулирующие экологические регла менты на технические изделия.

Принятый стандарт производственной экологичности продукции позволит достаточно жестко регламентировать по требление невозобновляемых природных ресурсов. Он будет способствовать развитию реновационного производства тех нических изделий, которое требует примерно в 10 раз меньше материальных и энергетических ресурсов по сравнению с пер вичным производством, что в конечном итоге определяет сни жение уровня загрязнения окружающей среды.

Новиков Н.В., Богатырева Г.П., Ильницкая Г.Д., Р.К. Богданов, Исонкин А.М., Закора А.П., Зайцева И.Н. Институт сверхтвердых материалов НАН Украины, Киев, Украина ОДНОРОДНЫЕ АЛМАЗНЫЕ ПОРОШКИ В БУРОВЫХ ИМПРЕГНИРОВАННЫХ КОРОНКАХ Эффективность работы бурового инструмента при геоло горазведочных работах во многом зависит от качества приме няемых алмазов. Наиболее распространенным видом бурового алмазного инструмента, применяемого при бурении разведоч ных скважин на твердые полезные ископаемые, являются им прегнированные коронки. Наряду с природными алмазами для оснащения буровых импрегнированных коронок широко при меняются синтетические монокристаллические алмазы.

Серийные порошки синтетических алмазов отечествен ного и зарубежного производства представляют собой сово купность зерен определенного размера, которые в значи тельной степени различаются по основным технологическим характеристикам качества. Как правило, величина той или иной качественной характеристики порошка (прочность, термоста бильность, шероховатость поверхности и т.п.) является усред ненной величиной по всему объему порошка.

В процессе работы бурового инструмента наиболее суще ственным видом износа синтетических алмазов является хруп кое разрушение отдельных частей зерна, выступающих из мат рицы. При бурении импрегнированной коронкой осевая нагруз ка распределяется неодинаково по всей площади поверхности алмазсодержащей матрицы, Учитывая, что характер распреде ления высоты выступания алмазов из тела матрицы соответст вует характеру распределения осевых усилий, передаваемых на алмаз в процессе бурения, алмазы с наибольшими высотами вы ступания нагружаются в десятки раз больше и мгновенно раз рушаются. Уменьшить воздействие усилия на алмаз можно при обеспечении равных высот их выступания из тела матрицы за счет применения алмазов, однородных по прочности.

В буровом инструменте, при высоких удельных нагруз ках применяются высокопрочные термостабильные марки ал мазов с малой удельной поверхностью, что усложняет возмож ность их удержания в связке. Повышение прочности удержания зерен высокопрочных алмазов в металлической связке может быть осуществлено путем направленного увеличения степени дефектности поверхности зерен высокопрочных алмазов.

На основании проведенных исследований и на основе изучения взаимосвязи прочности и дефектности поверхности высокопрочных алмазных шлифпорошков, синтезированных в присутствии ферросплавов, разработан новый способ сорти ровки алмазов по степени дефектности в электростатическом поле. Различие в проводимости достигается путем селективно го адгезионного нанесения тонких электропроводных частиц на дефектные участки поверхности. Способ позволяет получать высокопрочные элитные однородные алмазные порошки марок АС100 – АС400.

По этому способу была проведена сортировка по дефект ности алмазных шлифпорошков марки АС200 зернистости 400/315 и 315/250, синтезированных в системе Ni-Fe-C. В резуль тате сортировки получено шесть групп шлифпорошков. Анализ изменения свойств алмазных порошков зернистостью 400/315 и 315/250, полученных в процессе сортировки, показал, что разде ление алмазных кристаллических частиц по дефектности по верхности сопровождается изменением основных характеристик алмазных порошков, таких как содержание включений в кри сталлах алмаза и прочностных характеристик. Полученные ре зультаты подтверждают высказанное ранее предположение, что состояние поверхности кристаллов алмаза является одной из ос новных характеристик качества алмазного порошка.

В результате сортировки высокопрочных порошков АС200 получены порошки алмаза, различающиеся между со бой по степени дефектности их поверхности и, соответственно по прочности. Во всех полученных порошках коэффициент од нородности по прочности увеличивается в 2,2–5,4 раза по срав нению с исходными порошками. Для получения алмазных шлифпорошков была разработана и оформлена технологиче ская инструкция «Изготовление алмазных шлифпорошков од нородных по прочности» В разработанной инструкции изложен порядок операций и техника их осуществления при получении алмазных шлифпорошков однородных по прочности.

Для оценки качества алмазных шлифпорошков получен ных по новой технологии разработаны специальные техниче ские условия ТУ У 28.5-05417377-193:2008 «Алмазные шлиф порошки однородные по прочности». В результате сортировки получены высокопрочные термостабильные порошки с коэф фициентом однородности (КОДН. пр.) от 82 % до 40 %. Получен ные алмазные порошки по новым техническим условиям мож но отнести к I, II, III категориям.

Производственные испытания буровых импрегнирован ных коронок БС-06 диаметром 76 мм, оснащенных высоко прочными термостабильными алмазными порошками с разной однородностью по прочности, показали их высокую работоспо собность. Производственные испытания проводились при бу рении плановых геологоразведочных скважин в геолого технических условиях геологоразведочной экспедиции (ГРЭ) "Кривбасгеология" и при бурении геологоразведочных скважин в геолого-технических условиях Приазовской ГРЭ. Установле но, что с ростом однородности порошков марки АС200 по прочности от 40 до 80 %, средняя проходка на коронку возрос ла с 16 до 38 м.

Новиков Н.В., Ильницкая Г.Д., Богатырева Г.П., Невструев Г.Ф., Кущ В.И., Зайцева И.Н. Институт сверхтвердых материалов НАН Украины, Киев, Украина МЕТОД ОЦЕНКИ ЛИНЕЙНЫХ РАЗМЕРОВ ДИСПЕРСНЫХ СИСТЕМ В промышленном производстве абразивный инструмент, содержащий порошки сверхтвердых материалов (СТМ), полу чил применение во многих отраслях промышленности. Эффек тивность работы инструмента существенно возрастает при ис пользовании порошков CТМ с высокой однородностью по ли нейным размерам.

Оценка уровня линейной однородности порошков СТМ возможна только при измерении линейных размеров каждого зерна. Однако в действующей нормативной документации по ГОСТ 3292-95 «Порошки алмазные синтетические» зерни стость порошка оценивается дробью размеров квадратных яче ек смежных сит d2/d1. Зерновой состав порошка оценивается по содержанию зерен основной фракции и составляет 80 % или 70 % в зависимости от зернистости порошка. Однако эти мето ды не позволяют производить объективную оценку уровня од нородности порошка алмаза. Для решения поставленной цели необходимо измерение линейных размеров каждого зерна. Су ществует ряд формул для расчета линейного размера зерна.

Наиболее простым способом определения линейного размера зерна () является микроскопический метод. В этой методике за линейный размер зерна принимают полусумму длины (l) и ширины (b) проекции зерна: = (l + b)/2. Таким образом, мик роскопические измерения длины и ширины проекции зерна по зволяют рассчитать линейный размер зерна и его коэффициент формы (Кф), который оценивают по отношению l/b.

Обычно шлифпорошки СТМ получают путем рассева на наборе сит, а их зернистость обозначается дробью, в которой числитель соответствует размеру стороны ячейки верхнего сита, через которые зерна проходят, а знаменатель – размеру стороны ячейки нижнего сита, на котором зерна задерживаются. Напри мер, порошок СТМ зернистостью 250/200. Однако, обозначен ная зернистость будет соответствовать размерам зерен только в случае классификации зерен, имеющих форму шара. Форма кристаллов алмаза в зависимости от условий синтеза может иметь различный габитус – от куба до октаэдра. Реальные зерна порошков СТМ представляют правильные кристаллы, разно видности кристаллов, а так же друзы и осколки. Поэтому, пред ставляется, что выразить зерновой состав, порошка величиной зернистости, недостаточно достоверно. Предложено для харак теристики зернового состава порошка СТМ применять распре деление зерен по реальным размерам, которое соответствует за кону нормального распределения. Оценку однородности по рошков алмаза по линейным размерам следует выполнять по содержанию зерен в порошке со средним размером.

В Институте сверхтвердых материалов имени В.Н. Баку ля НАН Украины разработан новый метод оценки линейных размеров зерен СТМ на основе кумулятивных расчетов значе ний величин линейных размеров (длины и ширины проекции зерна). Полученные данные представляют собой массив зерен с среднем размером i, которые изменяются от min до max. Затем весь массив полученных показателей характеристик качества разбивают на ряд интервалов (I --- i+1), соответствующих марке порошка (1, 2,…, n), математически обрабатывают. На основании полученных расчетных данных заполняются анали тические таблицы, и проводится графическое построение в ви де трех кривых, и. Кривая – кривая элементарных фрак ций. Графически эту кривую строят от более высокого значе ния среднего размера зерна порошков СТМ к меньшему значе нию. Кривая – это кумулятивная кривая среднего размера зерна, убывающая от максимального значения показателя среднего размера до средневзвешенного показателя среднего размера по всей пробе порошка СТМ. Кривая – кумулятивная кривая повышения среднего размера зерен порошка СТМ.

На основании выработанных принципов разработана ком пьютерная программа расчета показателей линейных размеров порошков СТМ. Данные, полученные с помощью разработанной программы, дают информацию в виде аналитических таблиц и графического изображения. Программа позволяет на основании данных показателей измерения длины и ширины проекции зерен порошков СТМ полученных из протокола испытаний получить информацию о средней размере, однородности порошка по ли нейным размерам, элементарном составе порошка по крупности, а также позволяет прогнозировать количественные результаты разделения зерен порошков СТМ. Используемые в программе алгоритмы обеспечивают анализ возможности разделения по рошка на фракции по среднему размеру.

На примере шлифпорошка синтетического алмаза зерни стости 100/80 выполнены определения средневзвешенного по казателя среднего размера, его однородности и состав порошка по крупности, а также произведено моделирование процесса сортировки и прогнозирование получения порошков с более высокой однородностью по линейным размерам. Произведена опытная проверка разработанной программы расчета характе ристик среднего размера порошков алмаза марок АС6 зерни стости 100/80.

Оборский И.Л. Киевский национальный университет технологий и дизайна, Киев, Андреев А.Г., Щепкин А.В. Национальный технический университет «Харьковский политехнический институт», Харьков, Украина ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПАРАМЕТРОВ ТЕРМОВОЗДЕЙСТВИЯ, ОБЕСПЕЧИВАЮЩИХ ЭНЕРГОСБЕРЕЖЕНИЕ, НА СОПРЯГАЕМЫЕ ДЕТАЛИ ПРИ СБОРКЕ СОЕДИНЕНИЙ С НАТЯГОМ Одной из наиболее актуальных для технологии машино строения проблем является создание соединений с натягом с повышенными эксплуатационными показателями при мини мальных энергозатратах. Успешное решение этой проблемы требует выбора или определения множества взаимосвязанных технологических и конструктивных параметров. В частности, при сборке соединений с использованием нагрева и низкотем пературного охлаждения сопрягаемых деталей необходимо провести выбор рациональных температур для нагрева и охла ждения, их перепада между сопрягаемыми деталями, величины временно образованого зазора при взаимном соединении дета лей и напряженно-деформированного их состояния после фор мирования натяга и выравнивания температур. Использование такой технологии и методологии выбора сборочных парамет ров позволит производственникам при минимальных затратах создавать современные изделия с соединениями с натягом. Это особенно актуально при сборке таких крупногабаритных со единений как бандаж и центр составного колеса электровагона.

В настоящее время в производстве при сборке таких со единений находят широкое применение режимы неравномер ного нагревания и низкотемпературного охлаждения сопрягае мых деталей.

Ниже приведены результаты экспериментальных и ана литико-расчетных исследований, позволившие определить ра циональные параметры термовоздействия на сопрягаемые де тали. Для этого были выполнены теоретические и эксперимен тальные исследования законов изменения температуры банда жа при его нагреве и центра при охлаждении, измерялись пере мещения на диаметре посадки после прекращения термовоз действия на сопрягаемые детали, а затем выполнялся расчет с использованием МКЭ.

На рис. 1 представлено поперечное сечение спицевого колеса электровагона и схема установки термопар в деталях со единения.

Рисунок 1 – Поперечное сечение спицевого колеса электровагона и схема установки термопар в деталях соединения На основании экспериментальных и расчетных данных было принято 5 вариантов термовоздействия при сборке – охла ждения колесного центра (табл. 1) и нагрева бандажа (табл. 2).

Таблица 1 – Данные о распределении температур в колес ном центре при его охлаждении в начальный момент кон такта, использованные в расчетах, град № термопары Затраты Сжатие колес Вари энергии, ного центра ант 8 6 5 4 3 2 м· Мдж 1 -185 -185 -195 -195 -195 -195 -195 29,3 - 2 -90 -70 -110 -120 -115 -60 -80 15,8 - 3 0 0 0 0 0 0 0 2,8 - 4 20 20 20 20 20 20 20 0 5* 0 0 -100 -195 -195 -195 -195 18,7 - *Вариант 5 – низкотемпературное охлаждение обода и спиц центра Таблица 2 – Распределение температур в бандаже, обеспе чивающее соединение с колесным центром, охлажденным по вариантам 1–5 (табл. 1) Температура, оС при r, м Вари- Затраты энер- Расширение бан дажа, м· ант гии, Мдж 0,45 0,47 0,492 0,514 0, 1 79 81 87 92 106 8,1 2 163 167 183 195 228 19,6 3 240 247 271 290 341 30,3 4 256 264 289 309 364 32,5 5 120 123 132 140 161 12,3 Таблица 3 – Затраты энергии при сборке бандажа с центром при различных режимах нагрева и охлаждения Варианты Затраты энергии, Мдж сборки Нагрев бандажа Охлаждение центра Суммарные затраты 1 8,1 29,3 37, 2 19,6 15,8 35, 3 30,3 2,8 32, 4 32,5 0 32, 5 12,3 18,7 31, Как видно из табл. 3, применение частичного охлаждения центра (обода и спиц – вариант 5) и нагрева бандажа обеспечи вает наименьшие затраты энергии при сборке КТСС.

Литература 1. Оборский И.Л., Зенкин А.С., Климась В.Г. Определе ние параметров процесса сборки соединений деталей с натягом с временнообразуемым зазором // Изв. ВУЗов: Машинострое ние. –1983. – С.140–143.

2. Тимошенко С.П. Сопротивление материалов. – М.-Л., 1945.– Т.1.– С. 216–241.

3. Тимошенко С.П. Курс теории упругости.– К.: Наук.

думка, 1972.– 507 с.

4. Тимошенко С.П., Гудьер Дж. Теория упругости. – М.:

Наука, 1975.– 491 с.

6. Тимошенко С.П., Гудьеp Дж. Теоpия упpугости. – М.:

Наука, 1979. – 560 с.

Остапчук В.Н. Украинская государственная академия железнодорожного транспорта, Харьков, Украина ПОВЫШЕНИЕ ИЗНОСОТОЙКОСТИ ВОСТАНОВЛЕННЫХ ДЕТАЛЕЙ ПОДВИЖНОГО СОСТАВА Выход из строя деталей подвижного состава, находящих ся в процессе эксплуатации, является следствием физического износа разных видов: усталостных разрушений, ползучести ма териалов, механического износа, коррозии, эрозии, кавитации, старения материала и др.

Наиболее распространенной причиной нарушения рабо тоспособности деталей подвижного состава является не полом ка, а износ и повреждение их рабочих поверхностей.

Для повышения износостойкости деталей подвижного состава применяются различные технологические способы их упрочнения. К одним из них относятся: термическая, химико термическая, физико-химическая обработка рабочих поверхно стей деталей, поверхностное пластическое деформирование, гальванические покрытия, металлизация напылением и наплав ка поверхностей, ЭЭЛ и др.

Одним из путей улучшения качества рабочей поверхно сти деталей подвижного состава и снижение стоимости их ре монта является многократное восстановление формы деталей металлопокрытиями и обеспечение их взаимозаменяемости.

Метод нанесения металлопокрытий можно подразделить на на плавку, гальванопокрытия и металлизацию напылением.

Несмотря на то, что процесс металлизации напылением отличается простотой и производительностью, метод имеет существенные недостатки: высокая пористость (до 10 %), сни жение сопротивления усталости, слабое сцепление наносимого материала с подложкой, неудовлетворительная работа в усло виях трения без смазки и др. Применяется для восстановления шеек валов, коленвалов, вкладышей подшипников и т.п.

Поэтому, для упрочнения и нанесения защитных покры тий весьма перспективным является метод ЭЭЛ. Технологиче ская сущность ЭЭЛ состоит в перенесении легирующего мате риала анода на легируемую поверхность при искровом разряде в воздушной среде. При ЭЭЛ, этим методом в широких преде лах изменять механические, термические, электрические, тер моэмиссионные и другие свойства рабочих поверхностей дета лей. ЭЭЛ дает возможность изменять физико-механические свойства рабочих поверхностей деталей, т.е. повышать их из носостойкость, микротвердость, жаростойкость, коррозионную стойкость и т.д.

Метод ЭЭЛ является одним из наиболее простых и дос тупных с технологической точки зрения. Среди его достоинств, таких, как локальность, малый расход энергии, отсутствие объ емного нагрева материала, следует отметить простоту автома тизации, «встраиваемость» в технологический процесс изго товления деталей и совмещение операций. Этот метод ЭЭЛ универсален, он используется для: увеличения твердости, кор розионной стойкости, износо- и жаростойкости;

снижение спо собности к схватыванию поверхностей при трении;

восстанов лению размеров инструмента, деталей машин и механизмов;

проведение на обрабатываемость поверхности микрометалур гических процессов для образования на ней необходимых хи мических соединений и др.

ЭЭЛ применяется при упрочнении таких быстроизнаши вающих деталей, как валы, оси и т.д., долговечность которых в большой мере определяет их срок службы, для таких деталей являются циклические нагрузки, приводящие к усталостным разрушениям.

Петасюк Г.А., Никитин Ю.И., Петасюк О.У., Лещук И.В. Институт сверхтвердых материалов НАН Украины, Киев, Украина ЭМПИРИЧЕСКИЕ МОДЕЛИ АБРАЗИВНОЙ СПОСОБНОСТИ МИКРОПОРОШКОВ СИНТЕТИЧЕСКОГО АЛМАЗА И ШЕРОХОВАТОСТИ ОБРАБОТАННОЙ ИМИ ПОВЕРХНОСТИ Показатели абразивной способности и шероховатости обработанной поверхности являются одними из основных при знаков качества микропорошков синтетического алмаза (СА).

Определение показателей этих характеристик предусмотрено государственными стандартами на микропорошки СА [1, 2].

Абразивная способность порошка выражается количест вом сошлифованного материала (в абсолютных единицах) или отношением последнего к израсходованному порошку. Шеро ховатость обработанной поверхности оценивается параметрами шероховатости Ra и Rz при обработке микропорошками опре деленной зернистости образцов из твердого сплава марки Т15К6 по ГОСТ 3882–74. Методики диагностики абразивной способности микропорошоков и шероховатости обработанной ими поверхности являются длительными по времени, требует наличия определенного количества порошка, проведения очень точного взвешивания исходного порошка и отходов шлифова ния, высокоточных измерительных приборов. Поэтому акту альной является задача разработки более экспрессных методов диагностики этих характеристик. Так, в работе [3] была полу чена упрощенная эмпирическая зависимость взаимосвязи абра зивной способности (А) микропорошков со средним размером зерен основной фракции (d):

1, (1) A = 10 4, 64 / d.

Предметом исследования настоящей работы является вы явление и аналитическое описание взаимосвязи абразивной способности кондиционных микропорошков СА с показателя ми зернового состава и со средним размером зерен его фрак ций. С этой целью проводились экспериментальные исследова ния абразивной способности микропорошков марки АСН зер нистостей 7/5, 10/7, 14/10, 20/14, 20/20, 40/28 и шероховатости обработанной ими поверхности в зависимости от показателей зернового состава по фракциям: крупной (nк, от 5 % до 30 %), основной (nо, от 33 % до 85 %) и мелкой (nм, от 10 % до 34 %).

Объем полученных таким образом экспериментальных данных составлял 44 точки наблюдения.

Математическая обработка экспериментальных данных производилась с использованием созданной в ИСМ им. В. Н. Ба куля НАН Украины компьютерной программной системы мно говариантного построения и анализа многофакторных эмпириче ских математических моделей [4]. В качестве независимых фак торов были приняты комплексы параметров: x2= dоnо, x1= dкnк, x3= dмnм x4=dк, x5= dо, x6= dкdо. Здесь dо, dк и dм – средние значе ния размера зерен основной, крупной и мелкой фракций соответ ственно. Размер зерен фракций задавался средним значением верхнего и нижнего показателей зернистости порошка по этой фракции. В частности, d o = ( zo + zo ) / 2, d к = ( z к + z к ) / 2 и в н в н в н d м = ( z м + z м ) / 2, где zo / zo, z к / z к z м / z м – зернистость основной, в н в н в н крупной и мелкой фракций соответственно. Зависимой перемен ной выступала абразивная способность и шероховатость обрабо танной поверхности. Адекватность эмпирических математиче ских моделей оценивалась минимумом среднелинейного (по аб солютной величине, min, %) отклонения расчетных значений за c висимой переменной от фактических на множестве всех проана лизированных моделей и максимальным (max, %) его значением для того варианта, на котором достигается min.

c Наиболее адекватные эмпирические зависимости полу чены в виде 0,0028b a = 14,54 + 0,5156 4 d k n к + 0,119 4 ( d o n o ) 3 0,75 lg(d m n m ) (2) 12,71 0, 10,69[lg(d 0 ) 1] lg(d k ) 1 4 d d k • для определения абразивной способности ( min =3,2721 %, c max = 8,0798 %) и R = 31,63 0,0067 (d k nk )3 0,1479 ( d o no ) (3) 204,73 96,2 4, 0,1235 (d m nm )3 + (d k d0 ) dk dk d • для шероховатости обработанной поверхности ( cmin = 5,383 %, max = 20,089 %). В обоих случаях было проанализи ровано по 1350980 вариантов зависимостей.

Полученные эмпирические модели, учитывая высокую сте пень их адекватности, могут быть использованы для практической диагностики абразивной способности микропорошков СА и ше роховатости обработанной ими поверхности в случае, когда не требуется слишком большая точность определения этих характе ристик. Основным достоинством такого способа установления значений указанных характеристик является его экспрессность и сравнительно небольшая трудоемкость практической реализации.

При этом получение необходимых для их практического приме нения исходных данных не предполагает проведения специаль ных испытаний. В качестве таковых используются результаты микроскопического анализа, проведение которого предписывает ся стандартом и имеет целью определение показателей зернового состава порошка и идентификации его зернистости.

Литература 1. ДСТУ 3292–95. Порошки алмазнi cинтетичнi. Загальнi тех нiчнi умови: Вид-во Держстандарту України, 1995.– Введ. 01.01.96.

2. ГОСТ 9206-80 «Порошки алмазные. Технические усло вия». – М.: Из-во стандартов, 1981.

3. Богданович М. Г. Абразивная способность микропорош ков синтетического алмаза // Синтетические алмазы. – 1969. – Вып. 2. – С. 42–45.

4. Петасюк Г.А., Петасюк О.У. Алгоритм багатоваріантної комп’ютерної побудови та аналізу емпіричних математичних мо делей технологічних процесів // Процеси механічної обробки в машинобудуванні: Зб. наук. праць.– Житомир: ЖДТУ, 2005. – Вип. 1. – С. 181–193.

Подберезный Н.П., Александров О.А., Никитась В.Л.

ООО «Данко Изол», Докучаевск Титаренко В.И. ООО «НПП РЕММАШ», Днепропетровск.

Матико Д.Ю., Пилипко В.И. ОАО «ИЗМСО», п. Ильница, Украина ОПЫТ ООО «ДАНКО ИЗОЛ» ПО ВОССТАНОВЛЕНИЮ НАПЛАВКОЙ КОЛЕС ЦЕНТРИФУГ ДЛЯ РОЗБРЫЗГА РАСПЛАВА БАЗАЛЬТА НА УСТАНОВКЕ ИЗРМ- АО «Данко» запланировав и реализуя строительство и ввод в эксплуатацию завода по производству изоляционных плит, учло также и необходимость восстановления наиболее бы строизнашивающихся деталей оборудования этого производст ва. Таким агрегатом, работающим в очень тяжелых условиях, является центрифуга для розбрызга расплава базальта. В свою очередь в этом агрегате в наиболее тяжелых условиях работает система роторов, состоящая из трех типов колес (рис. 1) на ко торые падает расплав базальта с температурой 1500 °С, ударяясь о которые разбрызгивается по камере, а остывая в процессе раз брызгивания превращается в волокна изоляционного материала.

Естественно, эти узловые детали, работающие в условиях, когда на их поверхность попадает расплав базальта с температурой 1500 °С, даже при условии охлаждения их внутренней полости водой по определению имеют низкий срок службы и требуют постоянной восстановительной наплавки.

Поэтому еще на стадии строительства завода его специа листы проработали вопрос приобретения наплавочной установ ки для восстановления колес. Выбор пал на установку типа ИЗРМ-5 (рис. 2) совместной разработки и изготовления ООО «НПП РЕММАШ» и ОАО «ИЗМСО»

Установка состоит из стола-основания 1, на котором за креплены: универсальный сварочный вращатель 2, на планшайбе которого установлен токарный патрон 17, задняя стойка 19 и по воротная колонна 3. Колонна, поворачиваемая в установочное и рабочее положение, имеет фиксатор необходимого положения и привод 5 для вертикального передвижения траверсы 6, на кото рой установлен и по которой передвигается сварочный автомат.

Сварочный автомат смонтирован на двух тележках – приводной 7 и соединенной с ней неприводной 12. На неприводной тележке 12 смонтирован подающий механизм 13 и подкассетник 14 для кассеты со сварочно-наплавочной проволокой.

Рисунок 1 – Эскизы колес ротора центрифуги розбрызга расплава базальта На приводной тележке 7 смонтировано устройство 8 и коррекции мундштука относительно наплавляемой детали, в которой закреплен корпус мундштука 10 и его направляющая 11, которые направляют проволоку в зону сварки. Наплавляе мые колеса закрепляются на специальной оснастке 22, закреп ляемой в свою очередь на планшайбе вращателя 2 и поджимае мой задней стойкой 19. Управление установкой производится с его пульта управления 15 с помощью электрической схемы, смонтированной в шкафу управления 16, который расположен в столе-основании установки 1. Для обеспечения универсаль ности – возможности наплавки не только самозащитной прово локой, но и под флюсом и в защитных газах – установка уком плектована сменными горелками для этих способов наплавки, а также флюсобункером для флюса 20 и газорегулирующей ап паратурой. Образующий в результате на поверхности наплав ляемой детали шлак или смесь флюса со шлаком по наклонным склизам на столе под деталью ссыпается в специальный короб, расположенный в столе 21, откуда периодически удаляется.

Установка комплектуется универсальным сварочным выпрями телем, устанавливаемым рядом со столом-основанием.

Рисунок 2 – Общий вид установки типа ИЗРМ- Внедрение установки ИЗРМ-5 и технологии восстанови тельной наплавки колес центрифуги было начато с использова ния в качестве наплавочного материала порошковой самозащит ной проволоки марки ВЕЛТЕК-Н250-РМ. Наплавленный этой проволокой металл с химическим составом: С = 0,08–0,12 %;

Si = 0,5–0,7 %;

Mn = 0,9–1,1 %;

Ti = 0,4–0,6 % обеспечивает твердость 240–260 НВ. Выбор наплавочного материала был сделан на ос новании следующего. Во-первых, наплавленный металл не усту пает, а даже превосходит по прочности, теплостойкости и изно состойкости материал, из которого изготовлены наплавляемые колеса (сталь 20). Во-вторых, использование низкоуглеродистого и низколегированного наплавленного металла и самозащитной порошковой проволоки, наиболее простой в применении, помог ли быстро освоить технологию наплавки и наплавочную уста новку. На первом этапе технология восстановления поопераци онно слагается из следующих операций.

После того, как колеса отработали очередную компанию, достигнув максимального износа не более 7 мм, их выводят из эксплуатации, разбирают и отправляют на восстановление. Вос становление начинается с предварительной механической обра ботки рабочей поверхности с целью удаления окисленного ме талла до металлического блеска. Далее колесо закрепляется на оснастке, устанавливается в токарный патрон вращателя напла вочного станка ИЗРМ-5 и поджимается задней стойкой станка.

После этого газопламенным способом, что очень важно в хо лодное время года, выполняется предварительный подгорев ко леса до температуры 150–200 °С. Предварительно подогрев ко лесо, начинают процесс наплавки. На первой стадии внедрения технологии восстановления наплавка производилась проволокой марки ВЕЛТЕК-Н250-РМ 2,2 мм поставляемой ООО «НПП РЕММАШ» с намоткой на кассетах К-300. Наплавка с учетом припуска на механическую обработку производится в 2–3 слоя (в зависимости от степени износа колеса и в зависимости от это го глубины предварительной обработки) кольцевыми валиками, со ступенчатым переводом на шаг наплавки. Последующая ме ханическая обработка восстановленной поверхности до чертеж ных размеров завершает восстановление колес.

Анализ приведенной технологии восстановления и ре зультатов эксплуатации восстановленных колес показали сле дующее.

1. Технические возможности наплавочной установки ИЗРМ-5 позволяют качественно восстанавливать изношенные колеса.

2. Наплавочную установку необходимо оснастить специ альной газовой горелкой, которая бы обеспечила равномерный нагрев наплавляемых колес как перед наплавкой до температу ры 150–200 °С, так и, что еще более важно, после наплавки до температуры 400–420 °С перед замедленным охлаждением в термостате для снятия остаточных сварочных напряжений.

3. Исходя из интенсивного износа колес, особенно диа метром 420 мм необходимо проработать вопрос замены чисто восстановительной наплавки на восстановительно-упрочняю щую с использованием наплавочных материалов, обеспечи вающих получение наплавленного металла, хорошо работаю щего в условиях высоких температур, который бы хорошо со противлялся окислительно-агрессивному действию с элемен тами абразивного износа расплава базальта.

Решение этих вопросов должно помочь повышению сро ка службы колес центрифуги и сокращению их расхода.

Рябченко С.В. Институт сверхтвердых материалов им. В.Н. Бакуля НАН Украины, Киев, Украина ОЦЕНКА ИЗНОСА ИЗ СТМ ВЕРОЯТНОСТНЫМ МЕТОДОМ Износ круга в процессе шлифования происходит в ре зультате одновременного действия многих факторов (механи ческого разрушения, истирания зерен, влиянием повышенных температур, химических реакций в зоне контакта круга с дета лью, вибраций круга и т.п.), имеющих случайный характер и в общем случае являющихся взаимосвязанными. Поэтому оценку износостойкости шлифовальных кругов целесообразно произ водить по нескольким основным критериям с использованием вероятностных моделей, учитывающих взаимовлияние факто ров. Очевидно, что износ круга при одновременном действии ряда разрушающих факторов можно свести к определению на дежности последовательной системы, в которой отказ любого элемента приводит к отказу всей системы. Часто в качестве по нятия надежности системы принимают вероятность ее безот казной работы. Если они слабо влияют друг на друга (что имеет место для многих условий шлифования), то элементы системы можно считать не зависящими друг от друга. Такие условия шлифования наблюдаются при зубошлифовании тарельчатыми кругами 0-градусным методом, где небольшой участок круга, фактически абразивное зерно, осуществляет периодическое шлифование, как в черновом, так и финишном режимах.

В таком случае согласно теореме о произведении вероят ностей, вероятность P безотказной работы системы равна про изведению Pi безотказной работы ее элементов:

N P = Pi i = где, N – число элементов системы.

Распределение размеров абразивных и алмазных зерен, применяемых в шлифовальных кругах, описывается нормаль ным законом. В предположении о независимости критической и действующей на зерна нагрузок предложена следующая фор мула для определения вероятности разрушения F(0) = Q(Kп, Vpzk, Vpz) = 0,5+Ф((1 – Kп)/ V2pzk K2п+ V2pz), где Ф(х) – интеграл Френеля, Kп – средний запас прочности (коэффициент запаса прочности) единичных зерен, равный от ношению средних значений и величин критической Pzk и дейст вующей Pz на зерна тангенциальной составляющей сил резания соответственно, Vpzk и Vpz – коэффициенты вариации величин Pzk и Pz.

Исследовалась степень влияния разброса действующей и критической нагрузок на вероятность разрушения зерен кругов при разных режимах шлифования. При Кп 1 меньшие значения вероятности разрушения достигаются при меньших величинах Vpzk и Vpz (рис. 1). Это означает, что на финишных операциях шлифования для обеспечения меньшей вероятности разрушения зерен круга, целесообразно использовать шлифовальные круги с минимальным, по возможности, разбросом свойств алмазных зерен (размеров, их формы, ориентации, прочности и т.д.).

Для значений Кп, близких к 1,0, разброс критической и действующей на зерно нагрузок сильно влияет на величину ве роятности разрушения лишь в области малых значений коэф фициентов Vpzk и Vpz. При Кп = 1 она вырождается в единствен ную точку: Vpzk = 0 и Vpz = 0, т.е. это означает, что разброс дей ствующей и критической нагрузок при Кп = 1 практически не влияет на вероятности разрушения (рис. 2).

Рисунок 1 – Вероятность разру- Рисунок 2 – Вероятность разруше шения зерна при Кп 1(финишное ния зерна при Кп = шлифование) Для режимов шлифования, характеризующихся величи ной коэффициента прочности Кп 1,0 (высокопроизводитель ное шлифование) разброс критической и действующей на зерна нагрузок при больших Кп сильнее влияет на величину вероят ности разрушения, чем при меньших Кп (рис. 3). При этом меньшие значения вероятности разрушения зерен круга дости гается при большем разбросе как действующей на зерна на грузки, так и их прочностных свойств.

Рисунок 3 – Вероятность разрушения зерна при Кп (высокопроизводительное шлифование) Таким образом, сделана попытка анализа износостойко сти шлифовальных кругов на основе вероятностной модели процесса шлифования. Установлено, что для условий финиш ного и высокопроизводительного шлифований влияния изме нений величин разброса критической и действующей нагрузок являются взаимно противоположными.

Свирский Д. Н. Полоцкий государственный университет, Новополоцк, Беларусь СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ КИБЕРНЕТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ КОМПАКТНОГО МАШИНОСТРОИТЕЛЬНОГО ПРОИЗВОДСТВА ПРИ ЕГО ОРГАНИЗАЦИОННО-ТЕХНИЧЕСКОМ ПРОЕКТИРОВАНИИ В УСЛОВИЯХ МИРОВОГО ФИНАНСОВОГО КРИЗИСА В современных условиях мирового финансового кризиса решение задачи обеспечения планируемой рентабельности пред приятия, прежде всего, связано с минимизацией текущих затрат на производство продукции. В свою очередь, значительную часть производственных издержек в настоящее время составляют за траты на функционирование основных фондов. Проблема рацио нального использования основного капитала представляется еще более актуальной при создании производства новой наукоемкой (в т.ч. машиностроительной) продукции. При организационно техническом проектировании производственной системы подоб ного машиностроительного предприятия предлагается т.н. «ком пактный» подход. В соответствии с ним компактная производ ственная система (КПС) – это организационно-технический комплекс, сочетающий свернутость в пространстве и времени с минимально необходимым уровнем функционально-ресурсной избыточности и поддерживаемый средствами компьютерного проектирования, мониторинга и управления.

Для организационно-технического проектирования КПС традиционная двухполюсная кибернетическая модель произ водства W «ресурсы X – продукция Y» (рис. 1) преобразуется в соответствии с положениями теории инвариантности в систему регулирования по возмущению (рис. 2).

Изменения потока заказов Y X (возмущения f) воспринимаются W специально введенным в органи зационно-техническую структуру Рисунок 1 – Предприятие КПС адаптивным компонентом и как «черный ящик»

компенсируются в нем: f – f = 0, так что основная (инвариантная) часть производства ритмично функционирует в нормальном заданном режиме [1]. В совре менной экономической ситуации автором предлагается решать задачу проектирования системы ресурсосберегающего (ком пактного) производства используя концепцию комбинирован ной схемы управления с введением дополнительного контура регулирования по отклонению (рис. 3). Подобная модель по зволяет значительно улучшить динамику и Адаптер W лабильность произ водственной системы –f Y f предприятия в усло Инвариант виях изменчивой конъюнктуры рынка.

X В отечественной Рисунок 2 – КПС как «серый ящик»

теории и практике соз дания систем автоматизированного регулирования производст венных процессов накоплен большой опыт в области методов и средств адаптивного управления [2] для эффективного самопри спосабливания технического объекта к трансформациям внешней среды. Поэтому дальнейшее совершенствование проектной мо дели КПС предполагается связать с введением в нее элементов искусственного интеллекта для эффективной самонастройки и самоорганизации программно-технических средств ее адаптив ных компонентов, позволяющих в процессе функционирования изменять параметры и алгоритм работы КПС.

Рисунок 3 – Комбинированная кибернетическая модель КПС Литература 1. Свирский Д.Н., Сухиненко Б.Н. Организация и техноло гия компактного производства. – Витебск: ВГТУ, 2008. – 200 с.

2. Скурихин В.И. и др. Адаптивные системы управления машиностроительным производством. – М.: Машиностроение, 1989. – 208 с.

Сивцев Н.С.,Тарасов В.В., Козлова К.Н.

Ижевский государственный технический университет, Ижевск, Россия СПОСОБЫ УПРАВЛЕНИЯ КОНТАКТНО КИНЕМАТИЧЕСКИМИ УСЛОВИЯМИ ПРОЦЕССА ДОРНОВАНИЯ Процесс дорнования основан на пластическом деформи ровании внутренней поверхности с помощью специального ин струмента – дорна. Процесс достаточно подробно исследован Ю.Г. Проскуряковым, В.П. Монченко, А.Г. Косиловой, О.А. Розенбергом, В.Н. Романовым, А.Н. Исаевым и другими учеными. Однако, эти исследования, как правило, относятся к конкретным деталям и учитывают специфику их обработки. В каждом случае применения этого процесса при обработке точ ных отверстий требуется проводить дополнительные экспери ментальные исследования и опытные работы, что является зна чительным сдерживающим фактором внедрения процесса дор нования. Это объясняется тем, что в зависимости от различных технологических факторов в зоне деформации изменяются кон тактно-кинематические условия. Общие технологические осно вы управления ими до настоящего времени отсутствуют.

В предлагаемой работе систематизированы основные способы управления контактно-кинематическими условиями процесса дорнования, результаты исследований, проводимых на кафедре «Технологии роботизированного производства»

Ижевского государственного технического университета и в Институте прикладной механики Уральского отделения Ака демии наук Российской Федерации [1, 2].

Основные направления развития методов ППД преду сматривают:

• изучение очага деформирования, анализ сил и напряжений;

• разработку математических зависимостей, позволяющих рассчитывать оптимальные параметры процессов, в том числе с помощью ЭВМ;

• изучение связей между параметрами обработки, характери стиками качества поверхности эксплуатационными свойствами деталей;

• исследование микрогеометрии упроченной поверхности и структурных превращений в деформированном слое;

• создание комбинированных методов обработки и условий про текания ППД при различных дополнительных воздействиях.

С учетом основных направлений развития методов ППД приняты следующие требования, которые должны учитываться при их совершенствовании:

• к процессу интенсивность, точность и стабильность, учет технологической наследственности, равномерность упрочне ния, наименьшая деформация детали, возможность обработки тонкостенных и сложных деталей, экологическая чистота и безопасность работы;

• к инструменту высокая прочность и износостойкость, про стота конструкции и изготовления, стабильность в работе, низ кий коэффициент трения, возможность восстановления и реге нерации, низкая стоимость;

• к оборудованию высокая производительность, точность и надежность, простота обслуживания, низкий уровень шума и вибраций, переналаживаемость и возможность обработки дета лей широкого диапазона по длине и диаметру.

С учетом основных направлений развития методов ППД и требований, предъявляемых к процессу, инструменту и обо рудованию, предложена классификационная схема основных способов управления контактно-кинематическими условиями при дорновании. Классификационная схема предусматривает следующие способы: изменение режима трения контактирую щих поверхностей инструмента и обрабатываемой детали;

из менение геометрии очага деформации в зависимости от осо бенностей конструкции детали;

изменение кинематики движе ния инструмента и характера силового воздействия на инстру мент;

совмещение дорнования с процессом резания, обработки давлением, сборки и ремонта, термической обработки. Спосо бы управления назначаются в зависимости от параметров обес печения. В качестве параметров обеспечения приняты: произ водительность, размерная и геометрическая точность, шерохо ватость и качество поверхностного слоя, силовые параметры процесса, эксплуатационные свойства деталей.

Основным стержнем предложенной схемы является обеспечение необходимого режима трения контактирующих поверхностей при дорновании. Классификационная схема оп ределяет область исследований: напряженно-деформированное состояние заготовки, коэффициент трения, шероховатость, микротвердость и микроструктура поверхностного слоя, оста точные напряжения.

Литература 1. Тарасов В. В. Разработка научных основ производства тонкостенных деталей осесимметричным деформированием вращающимся инструментом: Дис… д-ра техн. наук. – Ижевск, 1999. – 381 с.

2. Сивцев Н. С. Развитие теории и технологии дорнова ния отверстий в нестационарных условиях трения инструмента с заготовкой: Дис… д-ра техн. наук. – Ижевск, 2005. – 298 с.

Скворцов А.В. Московский государственный открытый университет, Москва, Россия УПРАВЛЕНИЕ ЭЛЕКТРОННЫМИ СТРУКТУРАМИ ИЗДЕЛИЙ (ЭСИ) В УСЛОВИЯХ ВИРТУАЛЬНОГО РЕКОНФИГУРИРУЕМОГО ПРОИЗВОДСТВА В условиях рынка необходимо осуществлять быстрое проектирование и переход к серийному и массовому производ ству постоянно обновляющейся и совершенствующейся про дукции наивысшего качества. Современная продукция обычно представляет собой развитый комплекс, состоящий из стан дартных и унифицированных компонентов. Компонентом на зывается независимый модуль, предназначенный для много кратного (рыночного) применения с высокой экономической эффективностью. Его внутреннее устройство и/или содержание для производителя, чаще всего, не имеет особого значения.


Компонент может входить в любое устройство, технологию или компьютерную программу. Он может быть произведен лю бым производителем на основе унификации и стандартизации (протокола применения и/или взаимодействия) в условиях ры ночной конкуренции и виртуальных производственных взаи модействий. Состав комплекса продукции, соответствующего поступившему заказу, характеризуется его текущей конфигура цией, быстро реализуемой в условиях автоматизированного гибкого реконфигурируемого производства (ГРП) на основе принципов массового производства. Стандартизуемые пара метры комплекса и компонентов, определяются на ранних ста диях их создания.

Требования менеджмента качества (ИСО 9000) вызвали необходимость управления значительным количеством конфи гураций продукции. Например, изделие с разнообразной кон фигурацией может быть создано из n = 9 базовых компонентов, произведенных на основе рыночной конкуренции производите лями из различных стран мира. Допустим, что каждый компо нент может иметь, по меньшей мере, m = 3 модификации раз личных производителей, Рассчитать количество конфигураций, если все компоненты созданы на основе единых стандартов и полностью взаимозаменяемы, можно по формуле: Кк = mn = 39 = 19683. Очевидно, что управление таким количеством конфигу раций крайне сложно. Большое количество специалистов вы нуждены заниматься генерацией и поддержкой модифициро ванной продукции. В результате может появиться определен ное количество ошибок и несоответствий, что резко снижает качество продукции, а сама поддержка ее качества становится весьма трудоемкой.

Конфигурация продукции выражается электронной структурой изделия (ЭСИ) согласно ГОСТ 2.053-2006 [1]. Ком пьютерное управление сложной конфигурацией возможно по ГОСТ Р ИСО 10303-41, 43, 44, 21 STEP [2], [3], на основе CALS/ИПИ- технологий.

Стандарты серии ГОСТ Р ИСО регламентируют правила взаимодействия в интегрированной информационной среде (ИИС) посредством электронного обмена данными. Механизм управления информацией реализован при помощи языков EXPRESS и EXPRESS G, которые позволяют описывать дан ные об изделии на протяжении всего ЖЦ независимо от ис пользуемой системы. Однако эти языки не являются языками программирования и используются только для промежуточного синтаксического и графического описания продукции, что во многих случаях является излишним.

Необходимо определить эффективный универсальный компьютерный инструментарий для реального воплощения ЭСИ в производственную практику для управления конфигу рациями продукции в соответствии с требованиями стандартов серии 9000. Целесообразно отказаться от промежуточных опи саний, которые приводят к неоправданному увеличению объе ма перерабатываемой информации и увеличению вероятности появления ошибок и несоответствий.

В Московском государственном открытом университете (МГОУ) разработан унифицированный метод компьютерного управления конфигурацией продукции с использованием MS SQL Server Enterprise Manager, являющимся приложением для визуализированной работы с базами данных (БД). Enterprise Manager в отличие от языка EXPRESS-G обеспечивает полные и графические, и программные возможности для реализации ЭСИ. Любую информацию об изделии, включая ЭСИ, можно представить в виде набора реляционных таблиц с взаимосвя занными параметрами. После создания визуальной структуры БД выполняется автоматический переход к программной реа лизации обобщенного множества компонентов конфигурации (ОМКК). Структура ЭСИ конкретного изделия и его сборочно го комплекта формируется на основе произведенного запроса.

Данная методология внедрена при управлении ГРП массового производства персональных компьютеров. При этом структура сборочных комплектов и соответствующий технологический процесс (ТП) сборки выдается на экран монитора, установлен ного на каждом рабочем месте сборщика. Одновременно про изводится гибкое компьютерное управление шаговым сбороч ным конвейером на основе информации о текущем состоянии рабочих мест. Детализация ОМКК и ЭСИ может быть доведе ны до конкретного параметра любого компонента (заготовки детали) с одновременным контролем контроля ТП в режиме ре ального времени [4].

Литература 1. ГОСТ 2.053 — 2006. Единая система конструкторской документации. Электронная структура изделия.

2. ГОСТ Р ИСО 10303-41—99. Представление данных об изделии и обмен этими данными. Интегрированные обобщен ные ресурсы. Основы описания и поддержки изделий.

3. ГОСТ Р ИСО 10303-44—2002. Интегрированные обоб щенные ресурсы. Конфигурация структуры изделия.

4. Скворцов А.В., Соколов Д.М. Компьютерный анализ качества и точности производственных процессов в режиме ре ального времени с использованием программного комплекса VISUAL SPС // Вестник компьютерных и информационных технологий.– 2008.– №7. – С. 25–30.

Соколов В.М., Халін О.Ю. ДП „Орган з сертифікації автоматизованих та автоматичних систем управління та умов процесу перевезень на залізничному транспорті”, Харків, Україна ОСОБЛИВОСТІ РОЗРОБКИ ПИТАНЬ ДЛЯ СЕРТИФІКАЦІЇ ПЕРСОНАЛУ СУБ’ЄКТІВ ПЕРЕВЕЗЕННЯ НЕБЕЗПЕЧНИХ ВАНТАЖІВ Роль України як транзитної держави на перетині торгівель них шляхів з Європи у Азію та у зворотньому напрямку у останні роки підвищується. Обумовлено це інтеграцією України у різні сві тові організації, а також вступом у Світову організацію торгівлі.

Для збільшення впливу на світову економіку та сприяння економі чному зросту і залучення іноземних інвестицій необхідно приводи ти нормативно-правову базу у відповідність до світових стандартів.

Це стосується як держави у цілому так і для окремих галузей еко номіки. Особливо це стосується сфери залізничного транспорту як лідируючого у транспортній галузі. Особлива увага приділяється до персоналу підприємств, які займаються залізничними переве зеннями і зокрема перевезенням небезпечних вантажів.

Щоб зменшити ризик винекнення аварійної ситуації при перевезенні небезпечних вантажів на залізничному транспорті по трібно підвищувати та постійно превіряти рівень знань персоналу суб’єктів перевезення небезпечних вантажів (ПСПНВ). Для пере вірки рівня знань була розроблена методика тестування, але для її виконання повинна бути розроблена валідна база даних питань.

Для розробки питань пропонується використовувати но рмативну документацію, яка регламентує процес перевезення небезпечних вантажів. У процесі розробки потрібно скласти питання, які мають три варіанта відповідей, з яких одна або дві або три є правильними. Уся база даних питань повинна склада тись з наступних категорій:

1. Питання, які стосуються термінології у сфері перевезення небезпечних вантажів.

2. Загальні питання. (До цієї категорії відносються питання загального характеру).

3. Питання, які стосуються аварійних карток та ліквідації аварійних ситуацій.

4. Питання, які стосуються перевезення наливних небезпеч них вантажів.

5. Питання, які стосуються особливостей, які виникають у процесі перевезення кожного класу небезпечних вантажів.

6. Питання, які стосуються знаків небезпеки.

Сорока О.Б. Інститут проблем міцності ім. Г.С. Писаренко НАН України, Клименко С.А., Копєйкіна М.Ю. Інститут надтвердих матеріалів ім. В.М. Бакуля НАН України, Київ, Україна ЗАЛИШКОВІ НАПРУЖЕННЯ В ВАКУУМ-ПЛАЗМОВИХ PVD-ПОКРИТТЯХ Залишкові напруження в захисних покриттях відіграють важливу роль в забезпеченні робочих характеристик деталей машин і інструменту. Сучасні уявлення щодо фізичної природи залишкових напружень в PVD-покриттях дозволяють визначи ти їх складові – термічну та структурну. Термічна складова за лишкових напружень обумовлена різницею температурних коефіцієнтів розширення матеріалів основи та покриття.

Структурні напруження є наслідком процесу зростання части нок покриття і обмовлені значною дефектністю конденсату.

Ця робота присвячена експериментальним дослідженням залишкових напружень в PVD-покриттях.

Досліджувались покриття TiN, (Ti,Al)N і NbN (товщина 5 мкм), яки наносили методом конденсації з плазмової фази в умовах іонного бомбардування поверхні на зразок зі сталі ХВГ.

Визначення залишкових напружень в покриттях здійс нювалось методом гнучкого зразка, який полягає в тому, що під дією залишкових напружень в покритті, довга, вузька і тонка пластинка, на яку воно нанесено, деформується у вигляді дуги кола. Прогин або радіус кривизни деформованого зразка, за формулою, заснованою на рівнянні пружної лінії для балки, до зволяє розрахувати залишкові напруження пзал.

Для поділу напружень на структурну і термічну складові деформовані зразки нагрівали в муфельній печі до температу ри, що відповідає температурі нанесення покриття. Зменшення прогину пов'язано з релаксацією термічної складової залишко вих напружень. Прогин зразка, що залишився в умовах темпе ратури нанесення відповідає дії залишкових напружень струк турного походження.

Аналіз отриманих результатів показав, що PVD покриттям притаманні значні напруження стиску, які зменшу ються із зростанням товщини покриття. Це пов’язано зі змен шенням дефектності конденсату і вдосконаленням структури наступних шарів покриття.

При нагріві до температури нанесення спостерігалось зменшення прогину дослідного зразка на 28...30 % від вихідного значення і, таким чином, термічна складова залишкових напру жень обумовлює 28–30 % загальної величини залишкових на пружень в покритті. Так, для покриттів (Ti,Al)N, TiN, NbN тер мічна складова становить –0,97 ГПа, –0,9 ГПа та –0,74 ГПа від повідно. Складова структурного походження складає 70–72 % від загальної величини напружень і становить для покриттів (Ti,Al)N, TiN, NbN –2,23 ГПа, –1,7 ГПа та –1,82 ГПа відповідно.

Отриманий результат дозволяє уточнити значення коефіці єнта температурного розширення матеріалу покриття (для по криттів (Ti,Al)N, TiN, NbN він становить 7,710-6 К-1, 7,410-6 К-1, 6,9510-6 К-1 відповідно), дає можливість по звісним залежностям розрахувати термічну складову залишкових напружень для різ них матеріалів основи та при різних температурах експлуатації виробу з покриттям, а, виходячи з припущення щодо незалежно сті структурної складової залишкових напружень від матеріалу основи, знайти загальну величину залишкових напружень для покриття заданої товщини на основі з будь-якого матеріалу.


Виходячи з того, що основною складовою залишкових напружень у PVD-покриттях є структурна складова, доречно припущення про залежність рівня залишкових напружень від шорсткості основи. Дослідження показують, що зростання шо рсткості основи призводить до підвищення рівня залишкових напружень. Найбільш рельєфно така залежність проявляється для більш тонких покриттів.

Треба відмітити, що зниження рівня залишкових напру жень в покриттях шляхом зменшення шорсткості основи не завжди доцільно, у зв'язку з тим, що характер обробки поверхні основи впливає на адгезійну міцність в системі основа покриття і низька шорсткість основи може погіршувати її адге зійну міцність.

Аналіз значень залишкових напружень показав, що в PVD- покриттях дискретного типу спостерігається зниження залишкових напружень порівняно з суцільними покриттями.

Напруження зменшуються зі зменшенням розмірів дискретних ділянок. При цьому в поверхневому шарі дискретної топографії відбувається релаксація напружень, а не лише зменшення про гину дослідного зразка за рахунок зменшення площі, в межах якої діють напруження. Зі збільшенням товщини покриттів вплив розміру дискретної ділянки на величини залишкових на пружень стиску зменшується. Крім того, чим меншим є розмір дискретної ділянки, тим менше вплив товщини покриття на ве личини залишкових напружень. Тобто, зменьшення розмірів дискретних ділянок покриття при збереженні обраної щільності дозволяє обмежити залишкові напруження стиску.

Таким чином, отримані результати досліджень свідчать:

– покриттям, сформованим методами PVD, притаманні значні залишкові напруження стиску, яки обумовлені двома механіз мами – термічним і структурним;

– на значення залишкових напружень стиску впливають склад покриття та його товщина, із зростанням якої рівень напружень зменшується;

– величина залишкових напружень залежить від шорсткості основи;

– зни зити рівень залишкових напружень можливо за рахунок ство рення поверхні дискретної топографії.

Cорока Е.Б., Ляшенко Б.А. Институт проблем прочности им. Г.С. Писаренко НАНУ, Киев, Самотугина Ю.С. Приазовский государственный технический университет, Мариуполь, Украина ИЗНОСОСТОЙКОСТЬ ВЫСОКОПРОЧНОГО ЧУГУНА ПОСЛЕ ДИСКРЕТНОЙ ПЛАЗМЕННОЙ ОБРАБОТКИ При модификации поверхности с помощью высококон центрированных источников нагрева неизбежно создание уп рочненного слоя дискретного строения [1]. При этом стоит за дача обеспечить высокие показатели износостойкости рабочих поверхностей. Износостойкость зависит от напряженно деформированного состояния (НДС) поверхностных слоев ма териала. Величина эффективных напряжений определяется уровнем остаточных напряжений, являющихся результатом процесса формирования модифицированной зоны, и эксплуата ционных напряжений. В свою очередь, эти напряжения зависят от технологических параметров формирования упрочненного слоя и его геометрических параметров.

Целью настоящего исследования является изучение влияния технологии и геометрических параметров дискретного слоя, сформированного плазменной обработкой высокопрочно го чугуна ВЧ-80, на износостойкость.

Изучены остаточные напряжения в поверхностном слое на чугуне ВЧ-80 при различных технологических вариантах обра ботки плазменной струей. Значение и характер распределения по глубине модифицированной зоны определяли с применением sin2-метода при рентгеноструктурном анализе. Исследованиями установлено, что при обработке без оплавления по всей глубине модифицированной зоны в зависимости от режима возникают остаточные напряжения сжатия, равные –735...–450 МПа у по верхности и –650...–320 МПа ближе к границе с исходным ме таллом, при обработке с микро- и макрооплавлением у поверхно сти возникают остаточные напряжения растяжения, равные 485 МПа и 920 МПа соответственно, переходящие в напряжения сжатия в глубине упрочненной зоны, максимальная величина ко торых составила –255 МПа. Исследования показали возможность регулирования величины и знака остаточных напряжений в ши роких пределах за счет изменения режимов и технологии плаз менной обработки. В связи с этим, целесообразно связать харак теристики износостойкости с уровнем остаточных напряжений у поверхности модифицированного слоя. В качестве характеристи ки износостойкости используется коэффициент износостойкости при абразивном изнашивании Ки=mэ/m0, где m0 и mэ – со ответственно потери в весе исследуемого образца и образца- эта лона в неупрочненном состоянии. Зависимость коэффициента износостойкости Ки от уровня остаточных напряжений ост на поверхности упроч ненной зоны пред ставлена на рис. 1.

Ранее нами было показано [2], что при контактном Рисунок 1 – Зависимость коэффициента износостойкости Ки от уровня остаточных нагружении интен сивностью q, моде напряжений ост на поверхности упроч лирующем условия ненной зоны работы мелющего инструмента, в цен тре неупрочненной зоны (перемычки) при обработке с ми крооплавлением эк вивалентные напря жения ekv (по Мизе су) снижаются с рос Рисунок 2 – Зависимость коэффициента том ширины пере износостойкости Ки (1) и относительной мычки а, достигая величины эквивалентных напряжений практически мини ekv/q в центре перемычки (2) от ее отно сительной величины а/D при плазменной мального значения обработке с микрооплавлением в направ- при а 4–5 мм, что составляет половину лении перпендикулярном изнашиванию ширины упрочненной зоны D. Дальнейшее увеличение размера а не приводит к снижению напряжений, однако сопровож дается уменьшением коэффициента износостойкости (рис. 2).

Полученные результаты позволяют сделать вывод о том, что, управляя режимами плазменной обработки высокопрочно го чугуна ВЧ-80 и геометрическими параметрами формируемо го дискретно-модифицированного слоя, можно создать рацио нальное НДС и обеспечить повышение износостойкости.

Литература 1. Самотугин С.С., Клименко С.А., Самотугина Ю.С. По вышение износостойких чугунных направляющих металлоре жущих станков дискретной плазменной обработкой // Новітні технології в машинобудуванні: металообробка, інструмент, ре новація: Зб. наук. праць. – Маріуполь: ПДТУ, 2008. – С. 46–52.

2. Расчетная оценка напряженного состояния покрытий дискретного строения на высокопрочном чугуне / Б.А. Ляшен ко, Ю.С. Самотугина, Е.Б. Сорока, В.И. Калиниченко // Захист металургійних машин від поломок: Зб. наук. праць.– Маріу поль: ПДТУ.– 2006. – Вип.9. – С.221–225.

Стежко А.В., Оборский И.Л., Климась В.Г.

Киевский национальный университет технологий и дизайна, Киев, Украина ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПАРАМЕТРОВ РЕГУЛЯРНОГО МИКРОРЕЛЬЕФА В ЗОНЕ КОНТАКТА И ВРЕМЕНИ ЕГО ВНЕДРЕНИЯ ПРИ ФОРМИРОВАНИИ СОЕДИНЕНИЙ С НАТЯГОМ КТСС Одной из актуальных для технологии машиностроения проблем является создание соединений с натягом с повышен ными эксплуатационными и прочностными показателями, ко торые могут быть в целом ряде случаев реализованы с исполь зованием комбинированного термического способа сборки (КТСС – с нагревом охватывающих и низкотемпературным охлаждением охватываемых деталей), а так же регулярного ми крорельефа в зоне контакта. Успешное решение указанной вы ше проблемы связано с установлением совокупности различ ных технологических сборочных параметров, оценкой их вели чин и совершенствованием при этом технологических процес сов сборки в целом. При этом необходимо провести выбор ра циональных параметров регулярного микрорельефа и времени его внедрения при формировании зоны контакта соединений с натягом, что позволит повысить прочность посадок и разрабо тать необходимую структуру КТСС.

Проведенный анализ процессов, происходящих при конта кте поверхности охлажденной охватываемой детали с нагретой охватывающей, позволил установить, что формирование их зоны контакта происходит за счет упругих и пластических деформа ций. Значительное влияние на формирование зоны контакта ока зывает то, что твердость поверхности вала с накатанным регу лярным микрорельефом и охлажденным до низких температур на 20–40 % выше, чем нагретой охватывающей детали. В процессе сборки при тепловом расширении охлажденного вала и сжатии охлаждаемой нагретой охватывающей детали формируется сбо рочный натяг. В момент соприкосновения более твердых высту пов микрорельефа охлажденного вала с поверхностью нагретой охватывающей детали происходит его внедрение.

Измерение твердости в зоне контакта показало, что плас тические деформации имеют место в обеих деталях. После вы равнивания температуры деталей и формирования натяга на пряжения сжатия несколько превосходят предел текучести ма териала охватывающей детали, что обеспечивает дополнитель ное самоупрочнение микрорельефа вала. Расширение охлаж денной охватываемой детали и сжатие нагретой охватывающей при их контакте происходит в поперечном и продольном на правлениях. Поэтому выступами внедряемого микрорельефа вала создаются растягивающие напряжения в материале охва тывающей детали, что приводит к уменьшению плотности ее материала и тем самым снижению его твердости. В процессе распрессовки в начальный момент сдвига, взаимодействие кон тактирующих поверхностей происходит по вершинам накатанно го микрорельефа вала и образованного в процессе его внедрения микрорельефа охватывающей втулки. При этом происходит уп ругое расширение втулки и сжатие вала, что уменьшает площадь контакта при установившемся сдвиге.

В результате выполненных исследований разработаны конструкция и способы сборки соединений с натягом не только с регулярным равносторонним, но и треугольным упорным микрорельефом, позволяющим устранить отмеченный выше недостаток и значительно повысить прочность соединений с натягом, формируемых термическими способами.

Для определения максимально допустимой высоты регу лярного упорного микрорельефа, равной его глубине внедре ния, с учетом известных иных параметров и контактного дав ления предлагается зависимость к t 2 + 1 к d 2 (1) Rv = p N + к ctg у [ у 2 ] где к – коэффициент текучести Мизеса, к = 1/3в, где в – пре дел прочности при растяжении;

t – шаг регулярного микро рельефа;

кd – коэффициент, учитывающий диаметр посадки;

рN – контактное давление;

у, 2 – углы наклона сторон микрорель ефа, воспринимающей нагрузку и противоположной, к оси со единения. Эти углы определяются по формулам (2) у = у, 2 = 2, 2 где у, 2 – углы при вершине микрорельефа между его высотой и сторонами, воспринимающей нагрузку и противоположной.

Время внедрения микрорельефа упорного профиля будет определяться решением зависимости сж А а В а вн вн ( н сж + о р ) + + р е А в В в вн = е А а Ва А в Вв (3), к {t 2 + 1 к d R v ctg у [ у 2 ]} Св + µ в Са µ а 2 == + Е Еа Rv в где н, о–перепады температур между нагретой охваты вающей, охлажденной охватываемой деталей и окружающей средой при формировании соединения;

Ав, Аа и Вв, Ва,– величины, характеризующие соответственно свойства материа лов сопрягаемых деталей и их геометрические параметры;

Св и Са – коэффициенты, определяемые по Лямэ;

сж, р – коэффи циенты линейного сжатия и расширения материалов сопрягае мых деталей;

µа, µЕ и Еа, ЕЕ – соответственно их коэффициенты Пуассона и модули упругости второго рода.

Струтинський С.В. Національний технічний університет України «Київський політехнічний інститут», Київ, Україна ВИЗНАЧЕННЯ ІНЕРЦІЙНИХ ВЛАСТИВОСТЕЙ ТЕХНОЛОГІЧНОГО ОБЛАДНАННЯ НА ОСНОВІ ПРОСТРОВИХ МЕХАНІЗМІВ В просторових механізмах технологічних машин засто совуються точні сферичні опори штанг [1]. При розробці опор виникають науково-технічні проблеми пов’язані із визначенням їхніх інерційних властивостей. Сферичні опори із штангами механізму здійснюють просторовий поворотний рух відносно деякого центра. Інерційні властивості сферичних опор визна чаються тензорними величинами, зокрема тензором моментів інерції [2]. Сферична опора з’єднана з штангою просторового механізму, конфігурація якої змінюється при повороті сферич ної опори. Відповідно тензор інерції опори із штангою зміню ється. В загальному випадку дані зміни мають нелінійний і ви падковий характер. Зміни тензора інерції описуються в термі нах стохастичного тензорного поля.

Конструктивною особливістю штанги просторового ме ханізму є наявність приводів дискретної дії для зміни довжини штанги [3]. Приводи мають ряд циліндрів з поршнями оснаще ними упорами. Переміщення поршня кожного циліндра і по становка його на упор здійснюється в короткий інтервал часу.

При цьому практично миттєво змінюється довжина штанги і розташування всіх окремих поршнів приводів відносно центру обертання сферичної опори. Зміни положення поршнів цилінд рів приводять до стрибкоподібного переміщення центра мас динамічної системи опори та перерозподілу маси деталей в просторі. Зміни положення центра мас та компонентів тензора інерції мають суттєво нелінійний характер.

Положення поршнів з упорами змінюється в межах люф тів і зазорів в процесі роботи приводів. Можна вважати, що по ложення центра маси кожного поршня є випадковим в околиці деякої точки. Відповідно розподіл мас штанги буде визначено закономірностями випадкового характеру. Відповідні зміни за знає і розташування в просторі загального центра мас динаміч ної системи штанги з опорою. Тому в процесі функціонування сферичної опори положення її центра мас зміщується випадко вим чином в трьох напрямках. Це обумовлено різноманітними причинами.

Однією із основних причин зміни положення центра мас і розташування головних вісей тензора інерції є теплові дефор мації штанги. Іншою причиною є лінійні і нелінійні деформації в стиках між деталями штанги. Зміни положення центра мас та положення вісей також відбуваються внаслідок високочастот них повздовжніх і поперечних коливань деталей штанги. Де який вплив на положення центра мас справляють переміщення рідких об’ємів які є в складі інерційної системи штанги. Це пе реміщення мастила та наявних в ньому частинок.

В реальній динамічній системі штанги яка здійснює сфе ричний рух інерційні параметри змінюються випадковим чи ном. Основними змінами інерційних параметрів є: зміна поло ження центра мас системи;

зміни компонент тензора інерції;

зміна кутового положення головних вісей інерції штанги.

Для теоретичного опису нелінійного стохастичного тен зорного поля утвореного тензором інерції штанги використано динамічну модель штанги із сферичною опорою рідинного тер тя. Модель прийнята у вигляді одного твердого тіла масою М до якого додана деяка сукупність додаткових твердих тіл, що зазнають випадкових змін і мають випадкове положення в про сторі.

Додаткові тверді тіла відповідають рухомим деталям штанги (поршням циліндрів). Загалом можуть бути введені і додаткові маси, що характеризують зміщення деталей штанги, зокрема температурні, або деформаційні.

Тензори інерції рухомих твердих тіл у вибраній системі координат мають ненульові позадіагональні компоненти і хара ктеризуються відповідними матрицями Набір N твердих тіл відповідає рухомим деталям приводів зміни довжини штанги.

Вони мають змінні випадковим чином положення мас m1,..mk,..m * і тензорів інерції (І1)… (Ік)… (ІN). Тверді тіла з ма * * N * сами mk розташовані в просторі з випадковими координатами * * * x m, y m, z m. Маси mk можуть бути як додатними так і * від’ємними.

Положення центра мас динамічної системи штанги ви значено залежностями N *k N N *k k mkxm mkzm mk ym k =1 k = k =1 (1) xc = zc = yc = N,,.

N* N* * M + mk M + mk M + mk k =1 k = k = Положення центра мас (1) вибрано в якості системи від ліку для обчислення компонент тензора інерції динамічної сис теми штанги.

Компоненти тензора інерції Іс для динамічної системи яка включає основне тверде тіло та N додаткових рухомих тве рдих тіл визначається згідно наступними формулами ( ) + (z ) N N 2 m* y k y c zc I c = I T + M(y c + z c ) + 2 Ik + k k m x x x m k =1 k =, (2) ( ) + (z ) N N 2 m* x k x c I c = I T + M(x c + z c ) + 2 Ik + k zc k m y y y m k =1 k = ( ) + (y ) N N 2 m* x k x c yc Ic IT 2 Ik k = + M(x c + yc ) + + k m z z z m k =1 k =, N N Ic = Ic = Ik + m* ( x k x c )( y k y c ) xy yx xy k m m k =1 k =, N N Ic = Ic = Ik + m* ( y k y c )(z k z c ) yz zy yz k m m k =1 k =, N N Ic = Ic = Ik + m* ( x k x c )(z k z c ) xz zx xz k m m k =1 k = Компоненти тензора, які залежать від величини і поло ження окремих рухомих твердих тіл змінюються випадковим чином. Параметри які визначають компоненти тензора можуть мати які завгодно зміни, в тому числі нелінійні (ступінчасті).

Тому даний тензор має компоненти у вигляді нелінійних випа дкових функцій часу. Тензор визначено у випадковій точці яка є ситуативним центром мас динамічної системи. Тензор (Іс) в околиці центра мас системи утворює тензорне поле.

Для характеристики тензорного поля застосовано графіч не зображення компонент тензорного поля у вигляді набору графіків (рис. 1).

z z Ixy y Ixz Ixx y NIxx( t ) NIxy ( t ) NIxz ( t ) x x z t t t z y x Iyy … NIyy ( t ) NIyz ( t ) … Iyz Izz t t … … NIzz ( t ) … … x y t Рисунок 1 – Зображення тен- Рисунок 2 – Випадкові зміни компо зорного поля тензора інерції нент тензора моментів інерції при ланки просторового механізму випадкових переміщеннях центра у вигляді набору графіків ком- мас штанги просторового механізму понент Враховуючи симетрію матриці тензора інерції на рисун ку достатньо визначити лише 6 із 9-ти компонент тензора (кра пками показані симетричні компоненти із верхньої частини ма триці).

Поле тензора інерції є суттєво нелінійним із особливістю типу квадратичної функції в центрі мас штанги. При цьому діа гональні компоненти тензора є додатними а позадіагональні знакозмінними. Позадіагональні компоненти тензора є набагато меншими діагональних. Тому тензор інерції в полі розглядаєть ся у напрямках близьких до головних напрямків тензора.

Якщо центр сферичної опори зазнає невеликих поступа льних переміщень відносно точки обертання, то центр мас штанги відносно якого визначено компоненти тензора інерції також буде зазнавати деяких переміщень x, y, z. Ці перемі щення як правило є випадковими. Їх описано випадковими процесами поданими у вигляді своїх канонічних розкладів по системі гармонічних функцій у вигляді L x = u kp cos k t + v kp sin k t k = p де uk, vk – випадкові величини з однаковими дисперсіями;

k p – фіксовані значення частот окремих гармонік;

L – число скла дових розкладу.

Для визначення випадкових змін тензора інерції в деякій точці А здійснено розклад тензора інерції в ряд Тейлора. Відпо відно випадкові зміни компонент тензора інерції в точці А ви значені в околиці центра мас штанги будуть описані залежністю 3 L I = I + G ijp u p cosk t + v p sink t A C (3) ij ij k k p =1 k = де Gijp – тензор-градієнт, відповідний тензорному полю тензора інерції штанги.

Компоненти тензора градієнта знаходяться диференцію ванням символьних виразів компонент тензора інерції (2).

Розраховані за формулами (3) випадкові зміни компонент тензорного поля наведені у вигляді набору графіків сформова них у формі трикутної таблиці (рис. 2).

Випадкові зміни компонент тензора інерції мають вигляд широко- полосних випадкових процесів. Випадкові зміни тен зора інерції системи обумовлені взаємним зміщенням деталей приводів зміни довжини штанги. При цьому головні центральні вісі динамічної системи штанги змінюються по напряму і тен зор інерції завжди буде мати як діагональні так і позадіагона льні компоненти.



Pages:     | 1 |   ...   | 3 | 4 || 6 | 7 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.